Com base nos 16 casos de carregamento, foram calculados os coeficientes de segurança à fadiga para o bloco do motor. Em todas as análises a legenda foi mantida constante e sua escala de cores foi estabelecida até 5,0, e acima desse valor as regiões são cinzas. As áreas em vermelho possuem um CS menor que 1,0 e as áreas em laranja um CS entre 1,0 e 1,3. Para esses dois grupos de regiões, maior atenção será necessária para analisar a sua integridade estrutural.
Na Figura 121 são apresentadas uma visão geral superior (a) e inferior (b) dos coeficientes de segurança para o bloco e sub-bloco.
Figura 121 – Visão geral dos coeficientes de segurança à fadiga para o bloco
Especial enfoque será dado as regiões críticas da parte inferior do bloco, pois são nas regiões inferiores do bloco que ocorre a maior influência dos carregamentos cíclicos de pressão e inércia. Na Figura 122 até Figura 126 (a) são apresentados os coeficientes de segurança à fadiga para os mancais 1 até 5, respectivamente. Detalhes da região inferior dos mancais e do furo de lubrificação são apresentados nas figuras em (b).
Figura 122 – Coeficientes de segurança para o mancal 1
Figura 123 – Coeficientes de segurança para o mancal 2
Figura 125 – Coeficientes de segurança para o mancal 4
Figura 126 – Coeficientes de segurança para o mancal 5
Observando as figuras acima percebe-se que o mancal 2 possui os menores coeficientes de segurança na parte inferior. O mancal 4 é exposto a cargas similares ao mancal 2, entretanto devido a sua construção (paredes laterais), esse mancal apresenta CS maiores. Os mancais 1 e 5 apresentam os maiores coeficientes de segurança devido a sua localização nas paredes do bloco. O mancal 3 possui uma construção geométrica similar à do mancal 2, entretanto apresenta CS maiores, pois é exposto a cargas menores.
Quando observado em detalhe os coeficientes de segurança da região inferior do mancal 2 (Figura 123 (b)), nota-se que existem áreas com CS menor que 1,3, em especial nas regiões próximas ao alojamento do parafuso (essas áreas também foram identificadas como críticas no critério estático). As áreas com CS menor que 1,3 apresentam risco de falha para o componente, logo é importante analisar com mais detalhe as cargas, a rigidez e as condições de contorno nessas regiões.
Considerando a metodologia utilizada para os cálculos e a forma de aplicação das cargas, espera-se que essas não impliquem em diferenças dos resultados no mancal 2. Quando observado de forma isolada o mancal, pode-se considerar sua rigidez bem próxima do real (geometria CAD), entretanto quando observado o conjunto mancais e virabrequim, percebe-se que na metodologia foram considerados apenas os efeitos das cargas que o virabrequim implica nos mancais, mas não foi considerado a rigidez adicional que pode ser causada pelo virabrequim. Assim, os coeficientes de segurança nos mancais podem estar subestimados, permitindo uma admissibilidade para regiões com CS menores que 1,3. Outro fator que também contribui para uma elevação das tensões próximas ao alojamento é o tipo de contato Bonded considerado entre os mancais e os parafusos. Esse tipo de contato evita um deslocamento relativo que ocorre entre a cabeça do parafuso e o mancal, aumentando de forma não real a rigidez naquela região.
Nos itens (b) da Figura 122 até Figura 126 também são apresentados, com detalhe, os coeficientes de segurança para as regiões próximas dos furos de lubrificação. Os mancais 2, 3 e 4 apresentam áreas com CS menor que 1,3, e os mancais 2 e 3 apresentam ainda pequenas áreas com CS menor que 1,0. Esses dois grupos de regiões também podem ser afetados pela desconsideração da rigidez do virabrequim e pelo fato de estarem situados próximos de arestas onde não foram considerados os raios de arredondamento.
As partes superiores dos mancais são apresentadas de uma forma geral na Figura 127. O mancal 3 apresenta os menores coeficientes de segurança nessa região. Isso ocorre devido as maiores cargas de inércia ocorrerem neste mancal além da ausência de paredes laterais (menor rigidez). Entretanto, todas as áreas apresentam CS maior que 1,5.
6 CONCLUSÕES E TRABALHOS FUTUROS
Para a realização deste trabalho adotou-se uma metodologia que aborda a análise de bloco de motores. Foram levados em consideração os cálculos das cargas de mancais, a seleção de casos de carregamento, as análises de tensão e deformação e a aplicação de critérios de falha. Desse modo, tornou-se possível alcançar um ponto de equilíbrio que balanceia o custo computacional e a acurácia do modelo. Para que fosse viável a redução do custo computacional, foram aplicadas duas metodologias: a utilização de um modelo híbrido para o cálculo das cargas nos mancais e a seleção de casos de carregamento com equivalência.
No modelo híbrido, foram realizadas simulações FEA com o virabrequim e os resultados alimentaram o modelo analítico, a partir do qual foi possível a determinação das cargas em todo o ciclo e em várias rotações críticas. Os resultados do modelo híbrido foram validados em relação a resultados de uma simulação dinâmica de múltiplos corpos (MBS) com o software AVL EXCITE™. Comparando as cargas verticais calculadas e os resultados da simulação MBS, verificou-se que o modelo apresentou erros que variaram de 0,46 a 5,95 %, considerados baixos quando comparados aos erros de outros modelos analíticos ou semianalíticos.
A metodologia utilizada para seleção dos casos de carregamento se mostrou eficiente na redução do número de casos simulados, que apesar da quantidade reduzida, não afetou o comportamento esperado para as tensões e a resistência a fadiga.
Em relação ao caso de estudo do motor Etorq EVO 1.6l sobrealimentado, foram calculadas as cargas nos mancais principais em todo o ciclo (720°) para as rotações em estudo. Com os valores das forças e a aplicação da metodologia, foram selecionados 22 casos de carregamento que posteriormente foram reduzidos para 16 por meio de equivalências. Essa redução impactou diretamente no custo computacional para a análise das tensões.
O software ANSYS® foi utilizado no cálculo das tensões do bloco do motor a partir de simulações FEA. Nessas simulações, foram considerados o modelo CAD, as curvas de pressão, o mapa térmico advindo de uma simulação CFD, e as cargas nos mancais para os 16 casos de carregamento selecionados. Os casos de carregamento foram divididos em passos em diferentes simulações.
Com base nos resultados das tensões, realizou-se um estudo do comportamento das tensões nos componentes acoplados ao bloco, onde foram feitas conclusões sobre o regime elástico ou plástico das deformações desses componentes. Destacou-se o regime plástico no
parafuso de fixação do cabeçote e em pequenas regiões da bronzina próximas as arestas internas. A partir dos valores das tensões principais máximas e mínimas, foram realizados estudos da distribuição de tensões no bloco para os diferentes tipos de carregamento. Com esses estudos, foi possível uma maior compreensão dos efeitos de cada carregamento sob a estrutura do bloco, além da identificação de áreas críticas. Essas áreas foram identificadas como sendo as regiões próximas de: nervuras na parte superior dos cilindros, base dos alojamentos dos parafusos do cabeçote, estrutura de suporte dos mancais, região externa na parte inferior e superior dos mancais, e furos de lubrificação dos mancais.
Para que fosse possível atestar sobre a integridade estrutural do bloco frente aos carregamentos, foram utilizados dois critérios de falha: Coulomb-Mohr para materiais frágeis (estático) e fadiga (dinâmico). Quando aplicado o critério estático, na parte superior do bloco ocorreram regiões com coeficientes de segurança (CS) menores que 1,3 e menores que 1,0, o que indica que uma análise mais detalhada nessas regiões é necessária para analisar a integridade. Para a parte inferior do bloco (regiões próximas aos mancais) o critério de fadiga foi utilizado. As áreas críticas da parte inferior do mancal e do furo de lubrificação apresentaram regiões com CS menor que 1,3 e pequenas regiões com CS menor que 1,0 (apenas em alguns furos de lubrificação). Essas regiões apresentaram coeficientes de segurança que indicam risco de falha, mas por outro lado os valores dos CS podem estar subestimados pela não consideração da rigidez do virabrequim na interação com os mancais. Assim, simulações com mais detalhes (além da fase inicial de projeto) devem ser realizadas para avaliar melhor essas regiões.
Com base nas considerações feitas a partir dos resultados obtidos, pode-se dizer que para a fase inicial do projeto de adequação do motor EtorQ EVO 1.6l, a estrutura atual do bloco e sub-bloco na sua maioria está adequada às novas cargas advindas da sobrealimentação. Contudo, devem ser realizadas análises mais detalhadas para se concluir sobre a integridade de três regiões críticas: as partes superiores dos cilindros, os furos de lubrificação e a parte inferior dos mancais.
Em suma, as metodologias propostas tanto para o cálculo das cargas nos mancais, quanto para a escolha e aplicação dos casos de carregamento, atingiram o objetivo de propor um equilíbrio com custo computacional e acurácia moderados. A metodologia utilizada se mostrou uma boa opção para fases inicias de projeto, onde geralmente se há pouca informação disponível e nem todas as geometrias CAD são definitivas.
6.1 TRABALHOS FUTUROS
Como recomendação de trabalhos futuros, sugere-se a melhoria do modelo para cálculo das cargas nos mancais, por meio das seguintes modificações:
• Uso de um método mais detalhado para o cálculo das forças de inércia do sistema biela-manivela.
• Inclusão de um modelo para acoplamento hidrodinâmico do virabrequim e o bloco (mancais).
• Aplicar o modelo hidrodinâmico nas simulações FEA para cálculo das matrizes dos coeficientes de influência.
• Estudo mais detalhado das influências das folgas dos mancais nas matrizes CI. Em relação à metodologia para seleção e aplicação dos casos de carregamento, sugere- se um estudo do efeito da quantidade de casos selecionados nos resultados de fadiga.
Realização de um estudo para verificar a adequabilidade das cargas axiais dos parafusos no motor sobrealimentado.
Para melhor conclusão do estudo de caso sobre a integridade do bloco, sugere-se a realização de análises mais detalhadas nas regiões críticas destacadas.
Realizar uma análise comparativa do motor EtorQ EVO 1.6l entre a versão sobrealimentada e normalmente aspirada, em relação as cargas e os níveis de tensão.
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